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研究生： 林垣諺
Yuan-Yan Lin
論文名稱： 高強度竹節鋼筋於混凝土之 直線劈裂握裹行為研究
Behavior of Straight Split-Bond for High-Strength Deformed Bars in Concrete
指導教授： 王勇智
Yung-Chih Wang
口試委員:
學位類別： 碩士
Master
系所名稱： 工學院 - 土木工程學系
Department of Civil Engineering
論文出版年： 2021
畢業學年度： 109
語文別： 中文
論文頁數： 152
中文關鍵詞： 直線伸展長度 、高強度鋼筋 、握裹性能 、節高 、節距 、劈裂指數
外文關鍵詞： Develop length, High-Strength deformed bars, Bonding performers, Rib heigh, Rib space, Spilling index
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    • 美國ACI 318-19 規範將鋼筋容許使用強度提升至690 MPa（100 ksi）等級，在鋼筋直線受拉伸展長度公式中新增鋼筋強度放大因子ψg，當鋼筋降伏強度超過420 MPa時，對於550 與690 MPa等級鋼筋，其受拉伸展長度須依鋼筋強度計算分別後放大1.15與1.3倍（即ψg因子分別為1.15與1.3），其餘強度等級鋼筋無需放大。本研究為確認在不同強度混凝土下，550與690 MPa等級的高強度鋼筋與拉力直線伸展長度間的關係，共進行20組竹節鋼筋直線握裹試驗，除變化鋼筋強度等級與混凝土強度外，也考量包含混凝土保護層及橫向鋼筋圍束的劈裂指數與鋼筋表面之幾何形狀指標Rr（節高與節距之比值）參數。
    試驗結果顯示，對於Rr值介於0.07至0.1間之鋼筋，其拉力直線伸展長度與欲發展的鋼筋應力大致仍呈線性關係。試驗強度結果也發現，當劈裂指數增加超過規範上限的2.5達4.92時，其試體仍發生劈裂破壞，且極限握裹強度仍依劈裂指數線性比例提升，故建議可將劈裂指數上限值2.5適當放寬。另外，當節高與節距之比值大於0.10時，鋼筋拉力直線伸展長度設計公式(ACI 318-14)對於100 MPa之混凝土強度仍有良好的適用性，可將該公式的混凝土強度上限從70 MPa放寬至100 MPa。且對於握裹應力與鋼筋滑移之間的關係，本文也利用分割不同區域之滑移段，分別進行回歸，並將其合併為一條應力與滑移的預測模型。

    The American ACI 318-19 standard raises the allowable strength of steel bars to 690 MPa (100 ksi), and adds a reinforcement factor ψg to the linear tensile extension length formula of the steel bars. When the yield strength of the steel bars exceeds 420 MPa, For steel bars of 690 MPa and 690 MPa, the tensile extension length must be magnified by 1.15 and 1.3 times (that is, the ψg factor is 1.15 and 1.3 respectively) based on the calculation of the bar strength, and the rest of the strength level bars need not be enlarged. In order to confirm the relationship between the 550 and 690 MPa grades of high-strength steel bars and the linear extension of tension under different strength concretes, a total of 20 sets of slub steel bars were tested in a straight line. In addition to varying the steel bar strength grade and concrete strength, it also Consider the parameters including the splitting index of the concrete cover and the transverse reinforcement bundle and the geometric shape index Rr (the ratio of the pitch height to the pitch) of the steel reinforcement surface.

    The test results show that for steel bars with Rr values between 0.07 and 0.1, the linear extension of the tensile force and the stress of the steel bar to be developed are still roughly linear. The test strength results also found that when the splitting index increased beyond the upper limit of the specification by 2.5 to 4.92, the test body still suffered splitting failure, and the ultimate grip strength was still increased in linear proportion to the splitting index, so it is recommended to increase the splitting index The upper limit of 2.5 is appropriately relaxed. In addition, when the ratio of the pitch height to the pitch is greater than 0.10, the linear extension length design formula of steel bar tension (ACI 318-14) still has good applicability for the concrete strength of 100 MPa. The upper limit of the concrete strength of the formula can be changed from 70 MPa is relaxed to 100 MPa. And for the relationship between the bond stress and the steel slip, this paper also uses the slip segments of different regions to regression respectively, and conbine them into a stress and slip prediction model.

    目錄 摘要 i ABSTRACT ii 致謝 iv 目錄 v 表目錄 ix 圖目錄 x 第一章緒論 1 1.1前言 1 1.2研究動機與目的 1 1.3研究方法 2 1.4 論文架構 2 第二章 文獻回顧 3 2.1 混凝土性質 3 2.2 鋼筋性質 3 2.3 圍束性質 10 2.4 握裹受力機制 12 2.5 鋼筋強度放大因子 13 2.6 各種伸展長度模型 15 2.6.1 Orangun,Jirsa and Breen 模型 16 2.6.2 Zuo and Darwin 模型 17 2.6.3 ACI 318 模型 19 2.7 螺紋節鋼筋於鋼筋混凝土之握裹行為研究 20 第三章 直線鋼筋握裹實驗 24 3.1 試體設計 24 3.2 應變量測計測 39 3.3 試體製作 41 3.4 試驗構架與量測 42 3.4.1 試驗構架與加載程序 42 3.4.2 量測系統 45 3.5 試驗過程 47 試體BF28F42S150DE： 48 試體BF28F42S150DI： 49 試體BF28F55S150DE： 50 試體BF28F55S150DI： 51 試體BF49F42S150DE： 52 試體BF49F42S150DI： 53 試體BF49F55S150DE： 54 試體BF49F55S150DI： 55 試體BF70F42S150DE： 56 試體BF70F42S150DI： 57 試體BF70F55S150DE： 58 試體BF70F55S150DI： 59 試體BF85F55S75DE： 60 試體BF85F55S75DI： 61 試體BF85F69S75DE： 62 試體BF85F69S75DE-BC： 63 試體BF100F55S75DE： 64 試體BF100F55S75DI： 65 試體BF100F69S75DE： 66 試體BF100F69S75DE-BC： 67 第四章 實驗結果與討論 68 4.1 材料試驗 68 4.1.1 混凝土抗壓試驗 68 4.1.2 鋼筋拉伸試驗 75 4.2 梁端偏心拉拔實驗 82 4.2.1 破壞模式 82 4.2.2 握裹強度 84 4.2.3 橫向圍束鋼筋應變 89 4.2.4 握裹滑動位移 93 4.2.5 鑽石節形之相對節面積 99 4.2.6 鋼筋直線拉力伸展長度之建議模型 104 第五章 結論與建議 110 參考文獻 112 附錄 A 114 BF28F42S150DE: 114 BF28F55S150DE: 115 BF28F55S150DI: 116 BF49F42S150DE: 117 BF49F42S150DI: 118 BF49F55S150DE: 119 BF49F55S150DI: 120 BF70F42S150DE: 121 BF70F42S150DI: 122 BF70F55S150DE: 123 BF70F55S150DI: 124 BF85F55S75DE: 125 BF85F69S75DE: 126 BF85F69S75DE-BC: 127 BF100F55S75DE: 128 BF100F69S75DE: 129 BF100F69S75DE-BC: 130 表目錄 表2-1竹節鋼筋之節高限制[10] 9 表2-2 竹節鋼筋標示代號、單位質量、標稱尺度及節之尺度[10] 9 表2-3 ACI 318-19 鋼筋直線伸展長度修正因數[15] 20 表3-1試體參數 27 表4-1圓柱試體試驗結果 68 表4-2 鋼筋拉伸結果 77 表4-3 握裹試體破壞模式 83 表4-4 梁端偏心拉拔試驗結果 85 表4-5 各試體裂縫與出現時的應力比 95 表4-6 真實與平均節高 100 圖目錄 圖2-1混凝土保護層厚度及鋼筋間距對於裂縫之發展[1] 3 圖2-2 握裹應力與鋼筋表面相對節面積關係圖[2] 4 圖2-3 混凝土開裂與鋼筋及混凝土應力變化關係[3] 5 圖2-4 試驗中所採用之鋼筋表面形式[5][6] 5 圖2-5 配置橫向鋼筋與否對於鋼筋表面Rr 值與平均握裹應力之影響[8] 7 圖2-6 握裹強度與自由端滑移量關係圖[8] 7 圖2-7 竹節鋼筋之節高與節距之定義[9] 8 圖2-8 竹節鋼筋各尺度標[10] 10 圖2-9 混凝土保護層厚度及鋼筋間距對於裂縫之發展[1] 11 圖2-10 橫向圍束鋼筋與混凝土強度正規化握裹應力之關係[1] 11 圖2-11 竹節承壓應力產生之握裹及劈裂應力示意圖[3] 13 圖2-12 搭接長度內握裹應力分佈假設[11] 15 圖2-13 搭接長度與握裹應力關係[11] 15 圖2-14 握裹試驗之實際試驗構架圖[16] 21 圖2-15 試體破壞模式[16] 22 圖2-16 握裹應力供需比與鋼筋表面Rr之關係圖[16] 23 圖2-17 ACI 318-14 模型之劈裂指數與正規化之鋼筋握裹應力關係圖[16] 24 圖3-1梁試體示意圖 25 圖3-2 BF28F42S150DE 28 圖3-3 BF49F42S150DE 28 圖3-4 BF70F42S150DE 29 圖3-5 BF28F55S150DE 29 圖3-6 BF49F55S150DE 30 圖3-7 BF70F55S150DE 30 圖3-8 BF85F55S75DE 31 圖3-9 BF100F55S75DE 31 圖3-10 BF85F69S75DE 32 圖3-11 BF100F69S75DE 32 圖3-12 BF85F69S75DE-BC 33 圖3-13 BF100F69S75DE-BC 33 圖3-14 BF28F42S150Di 34 圖3-15 BF49F42S150Di 34 圖3-16 BF70F42S150Di 35 圖3-17 BF28F55S150Di 35 圖3-18 BF49F55S150Di 36 圖3-19 BF70F55S150Di 36 圖3-20 BF85F55S75Di 37 圖3-21 BF100F55S75Di 37 圖3-22 竹節鋼筋之節高、節距及相對節面積比值之定義 38 圖3-23 鑽石型竹節鋼筋之節高、節距及相對節面積比值之定義 38 圖3-24 應變計黏貼步驟3 40 圖3-25 應變計黏貼步驟4 40 圖3-26 應變計黏貼完成 40 圖3-27 鋼筋籠 41 圖3-28 鋼筋籠放入鋼模 41 圖3-29 坍度測試 41 圖3-30 坍度測試結果 41 圖3- 31 42 圖3- 32 42 圖3-33 握裹試驗構架圖 43 圖3-34 實際握裹試驗構架圖 43 圖3-35 握裹試驗加載歷時 44 圖3-36 試體箍筋配置圖 45 圖3-37 200噸油壓千斤頂 46 圖3-38 200噸荷重計 46 圖3-39 位移計 47 圖3-40資料擷取器 47 圖3-41 BF28F42S150DE 48 圖3-42 BF28F42S150D 49 圖3-43 BF28F55S150DE 50 圖3-44 BF28F55S150DI 51 圖3-45 BF49F42S150DE 52 圖3-46 BF49F42S150DI 53 圖3-47 BF49F55S150DE 54 圖3-48 BF49F55S150DI 55 圖3-49 BF70F42S150DE 56 圖3-50 BF70F42S150DI 57 圖3-51 BF70F55S150DE 58 圖3-52 BF70F55S150DI 59 圖3-53 BF85F55S75DE 60 圖3-54 BF85F55S75DI 61 圖3-55 BF85F69S75DE 62 圖3-56 BF85F69S75DE-BC 63 圖3-57 BF100F55S75DE 64 圖3-58 BF100F55S75DI 65 圖3-59 BF100F69S75DE 66 圖3-60 BF100F69S75DE-BC 67 圖4-1混凝土強度28MPa 配比表 70 圖4-2 混凝土強度50MPa 配比表 71 圖4-3 混凝土強度70MPa 配比表 72 圖4-4 混凝土強度85MPa 配比表 73 圖4-5 混凝土強度100MPa 配比表 74 圖4-6 不同號數鋼筋之均勻伸長率與斷裂伸長率 75 圖4-7 鋼筋上打點 75 圖4-8 點距量測 75 圖4-9 NDI 黏貼完成 76 圖4-10 斷裂伸長率選取方式 77 圖4-11 ACI 318-14模型(劈裂指數與混凝土設限時) 86 圖4-12 ACI 318-14模型(劈裂指數與混凝土無設限時) 87 圖4-13 ACI 318-19模型(劈裂指數與混凝土設限時) 87 圖4-14 ACI 318-19模型(劈裂指數與混凝土無設限時) 89 圖4-15 箍筋配置圖(編號) 90 圖4-16 主筋拉拔時節理對混凝土與箍筋施力假設 91 圖4-17 拉拔主筋降伏時箍筋應變 91 圖4-18 試體破壞時箍筋應變 92 圖4-19 力量滑移曲線(整體) 93 圖4-20 第一道裂縫發生前 94 圖4-21第一道裂縫發生後 94 圖4-22撓曲裂縫發生前 94 圖4-23撓曲裂縫發生後 94 圖4-24 力量滑移曲線(0mm~0.06mm) 94 圖4-25 0mm~0.02mm 力量滑移曲線(16筆) 96 圖4-26 0mm~0.02mm 力量滑移曲線(12筆) 96 圖4-27 0.02mm~0.05mm 力量滑移曲線(16筆) 97 圖4-28 0.02mm~0.05mm 力量滑移曲線(12筆) 98 圖4-29 力與滑移模型 98 圖4-30 效益比與相對節面積 100 圖4-31平行四邊形與鑽石形照片 100 圖4-32 CNS560之節高與面積(平行四邊型) 101 圖4-33 真實節高與面積(平行四邊型) 101 圖4-34 效益比與相對節面積(乘上0.65) 102 圖4-35 效益比與相對節面積(乘上0.819) 102 圖4-36 投影後鋼筋面積(鑽石型) 103 圖4-37 效益比與相對節面積(乘上0.797) 103 圖4-38 效益比與相對節面積(乘上0.8) 104 圖4-39 正規化後的握裹應力與Rr值線性回歸關係圖 105 圖 4-40 正規化後的握裹應力與Cb/db值線性回歸關係圖 106 圖4-41 正規化後的握裹應力與ktr/db值線性回歸關係圖 107 圖4-42 式4-5與實際握裹應力比較 109 圖4-43 式4-6與實際握裹應力比較 109 圖A- 1 BF28F42S150DE 應力比與位移圖 114 圖A- 2 BF28F42S150DE第一道裂縫發生前 114 圖A- 3 BF28F42S150DE第一道裂縫發生後 114 圖A- 4 BF28F42S150DE撓曲裂縫發生前 114 圖A- 5 BF28F42S150DE撓曲裂縫發生後 114 圖A- 6 BF28F55S150DE 應力比與位移圖 115 圖A- 7 BF28F55S150DE第一道裂縫發生前 115 圖A- 8 BF28F55S150DE第一道裂縫發生後 115 圖A- 9 BF28F55S150DE撓曲裂縫發生前 115 圖A- 10 BF28F55S150DE撓曲裂縫發生後 115 圖A- 11 BF28F55S150DI 應力比與位移圖 116 圖A- 12 BF28F55S150DI第一道裂縫發生前 116 圖A- 13 BF28F55S150DI第一道裂縫發生後 116 圖A- 14 BF28F55S150DI撓曲裂縫發生前 116 圖A- 15 BF28F55S150DI撓曲裂縫發生後 116 圖A- 16 BF49F42S150DE 應力比與位移圖 117 圖A- 17 BF49F42S150DE第一道裂縫發生前 117 圖A- 18 BF49F42S150DE第一道裂縫發生後 117 圖A- 19 BF49F42S150DE撓曲裂縫發生前 117 圖A- 20 BF49F42S150DE撓曲裂縫發生後 117 圖A- 21 BF49F42S150DI 應力比與位移圖 118 圖A- 22 BF49F42S150DI第一道裂縫發生前 118 圖A- 23 BF49F42S150DI第一道裂縫發生後 118 圖A- 24 BF49F42S150DI撓曲裂縫發生前 118 圖A- 25 BF49F42S150DI撓曲裂縫發生後 118 圖A- 26 BF49F55S150DE 應力比與位移圖 119 圖A- 27 BF49F55S150DE第一道裂縫發生前 119 圖A- 28 BF49F55S150DE第一道裂縫發生後 119 圖A- 29 BF49F55S150DE撓曲裂縫發生前 119 圖A- 30 BF49F55S150DE撓曲裂縫發生後 119 圖A- 31 BF49F55S150DI 應力比與位移圖 120 圖A- 32 BF49F55S150DI第一道裂縫發生前 120 圖A- 33 BF49F55S150DI第一道裂縫發生後 120 圖A- 34 BF49F55S150DI撓曲裂縫發生前 120 圖A- 35 BF49F55S150DI撓曲裂縫發生後 120 圖A- 36 BF70F42S150DE 應力比與位移圖 121 圖A- 37 BF70F42S150DE第一道裂縫發生前 121 圖A- 38 BF70F42S150DE第一道裂縫發生後 121 圖A- 39 BF70F42S150DE撓曲裂縫發生前 121 圖A- 40 BF70F42S150DE撓曲裂縫發生後 121 圖A- 41 BF70F42S150DI應力比與位移圖 122 圖A- 42 BF70F42S150DI第一道裂縫發生前 122 圖A- 43 BF70F42S150DI第一道裂縫發生後 122 圖A- 44 BF70F42S150DI撓曲裂縫發生前 122 圖A- 45 BF70F42S150DI撓曲裂縫發生後 122 圖A- 46 BF70F55S150DE 應力比與位移圖 123 圖A- 47 BF70F55S150DE第一道裂縫發生前 123 圖A- 48 BF70F55S150DE第一道裂縫發生後 123 圖A- 49 BF70F55S150DE撓曲裂縫發生前 123 圖A- 50 BF70F55S150DE撓曲裂縫發生後 123 圖A- 51 BF70F55S150DI 應力比與位移圖 124 圖A- 52 BF70F55S150DI第一道裂縫發生前 124 圖A- 53 BF70F55S150DI第一道裂縫發生後 124 圖A- 54 BF70F55S150DI撓曲裂縫發生前 124 圖A- 55 BF70F55S150DI撓曲裂縫發生後 124 圖A- 56 BF85F55S75DE應力比與位移圖 125 圖A- 57 BF85F55S75DE第一道裂縫發生前 125 圖A- 58 BF85F55S75DE第一道裂縫發生後 125 圖A- 59 BF85F55S75DE撓曲裂縫發生前 125 圖A- 60 BF85F55S75DE撓曲裂縫發生後 125 圖A- 61 BF85F69S75DE應力比與位移圖 126 圖A- 62 BF85F69S75DE第一道裂縫發生前 126 圖A- 63 BF85F69S75DE第一道裂縫發生後 126 圖A- 64 BF85F69S75DE撓曲裂縫發生前 126 圖A- 65 BF85F69S75DE撓曲裂縫發生後 126 圖A- 66 BF85F69S75DE-BC應力比與位移圖 127 圖A- 67 BF85F69S75DE-BC第一道裂縫發生前 127 圖A- 68 BF85F69S75DE-BC第一道裂縫發生後 127 圖A- 69 BF85F69S75DE-BC撓曲裂縫發生前 127 圖A- 70 BF85F69S75DE-BC撓曲裂縫發生後 127 圖A- 71 BF100F55S75DE 應力比與位移圖 128 圖A- 72 BF100F55S75DE第一道裂縫發生前 128 圖A- 73 BF100F55S75DE第一道裂縫發生後 128 圖A- 74 BF100F55S75DE撓曲裂縫發生前 128 圖A- 75 BF100F55S75DE撓曲裂縫發生後 128 圖A- 76 BF100F69S75DE應力比與位移圖 129 圖A- 77 BF100F69S75DE撓曲裂縫發生前 129 圖A- 78 BF100F69S75DE撓曲裂縫發生後 129 圖A- 79 BF100F69S75DE-BC應力比與位移圖 130 圖A- 80 BF100F69S75DE-BC第一道裂縫發生前 130 圖A- 81 BF100F69S75DE-BC第一道裂縫發生後 130 圖A- 82 BF100F69S75DE-BC撓曲裂縫發生前 130 圖A- 83 BF100F69S75DE-BC撓曲裂縫發生後 130

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    [16] 紀凱甯,林克強,邱建國.螺紋節鋼筋直線伸展握裹研究，中國土木水利工程學刊，2018，30.3: 171-179。
    [17] 李柏達. (2019). 竹節鋼筋於鋼筋混凝土之直線握裹行為研究. 國立台灣科技大學營建工程學系碩士學位論文.
    [18] I.C.Jhamb and J.G.Mac Gregor,”Stress Concentrations Caused By Reinforcing Bar Deformation”,1976

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